CC BY
6УДК 666.973.6
В.П. ВЫЛЕГЖАНИН1, канд. техн. наук (info@stroypalata.ru);
Д.К.-С. БАТАЕВ2, д-р техн. наук, директор (kniiran@mail.ru);
М.А. ГАЗИЕВ3, канд. техн. наук (mgaziev56@mail.ru);
Г.И. ГРИНФЕЛЬД4, инженер, исполнительный директор (greenfeld@mail.ru)
1 Центр ячеистых бетонов (191023, г. Санкт-Петербург, ул. Зодчего Росси, 1/3, оф. 308)
2 Комплексный научно-исследовательский институт им. Х.И. Ибрагимова РАН (364051, Чеченская Республика, г. Грозный, Старопромысловское ш., 21 а)
3 Грозненский государственный нефтяной технический университет им. акад. М.Д. Миллионщикова (364051, Чеченская Республика, г. Грозный, пл. Орджоникидзе, 100)
4 Национальная ассоциация производителей автоклавного газобетона (193091, Санкт-Петербург, Октябрьская наб., 40а)
Учет влияния карбонизации
при расчете длительной деформативности
ячеисто-бетонных изгибаемых конструкций
Приведены теоретические и экспериментальные исследования для выявления влияния фактора естественной карбонизации (при воздействии атмосферного углекислого газа) на длительную деформативность изгибаемых железобетонных элементов из газозолобетона автоклавного твердения. Установлено, что основной причиной увеличения длительных прогибов карбонизированных изгибаемых элементов по сравнению с некарбонизированными является существенное влияние фактора карбонизации на величину ползучести бетона в сжатой зоне. Показано, что при длительном действии нагрузки для определения прогибов ячеисто-бетонных изгибаемых элементов в любой момент времени и прогнозирования их предельных значений с учетом карбонизации можно пользоваться методом профессора И.И. Улицкого на основе теории старения, если известны значения характеристик ползучести, полученные на бетонных призмах. Рекомендовано учесть влияние естественной карбонизации при расчете длительной деформативности ячеисто-бетонных изгибаемых конструкций путем принятия значения коэффициента V, характеризующего ползучесть бетона сжатой зоны, равным 0,1 вместо 0,2 при относительной влажности окружающей среды 40-75%.
Ключевые слова: автоклавный ячеистый бетон, углекислый газ, карбонизация, ползучесть, изгибаемые элементы, длительная деформативность.
V.P. VYLEGZHANIN1, Candidate of Sciences (Engineering) (info@stroypalata.ru); D.K-S. BATAEV2, Doctor of Sciences (Engineering), Director (kniiran@mail.ru); M.A. GAZIEV3, Candidate of Sciences (Engineering) (mgaziev56@mail.ru); G.I. GRINFELD4, Engineer, Executive Director(greenfeld@mail.ru)
1 Center of Cellular Concretes (1/3, Off. 308 Zodchego Rossi Street, 191023 St. Petersburg, Russian Federation)
2 Complex Institute named after Kh.I. Ibragimov of the Russian Academy of Sciences (21a, Staropromyslovskoye Shosse, Grozny, Chechen Republic, Russian Federation)
3 Grozny State Oil Technical University named after acad. M.D. Millionshchikov (100 Ordzhonikidze Square, Grozny, Chechen Republic 364051, Russian Federation)
4 National Association of Autoclave Gas Concrete Manufactures (40a, Oktyabrskaya Embankment, 193091 St. Petersburg, Russian Federation)
Accounting of Influence of Carbonization when Calculating Long-Term Deformability of Cellular Concrete Bending Structures
Theoretical and experimental studies for revealing the factor of influence of natural carbonization (under the impact of atmospheric carbon dioxide) on the long-term deformability of bending reinforced concrete elements made of gas-ash concrete of autoclave hardening are presented. It is established that the main reason for increasing long-term deflections of carbonized bending elements comparing with non-carbonized ones is a significant influence of the carbonization factor on the value of concrete creep in the compressed zone. It is shown that in the case of the long-term loading the method of Professor I.I. Ulitsky based on the theory of aging can be used for determining deflections of cellular concrete bending elements at any moment of time and predicting their maximum values with due regard for carbonization, if the values of creep characteristics obtained on concrete prisms are known. It is recommended to take into account the influence of natural carbonization when calculating the long-term deformability of cellular concrete bending elements by adopting the value of the factor v, characterizing the concrete creep in the compressed zone, as equal to 0.1 instead of 0.2 at relative humidity of the environment of 40-75%. Keywords: autoclave cellular concrete, carbon dioxide, carbonization, creep, bending elements, long-term deformability.
Основной причиной нарастания прогибов железобетонных изгибаемых конструкций при длительном на-гружении является ползучесть бетона сжатой зоны.
Увеличение деформаций (прогибов) изгибаемых элементов из ячеистого бетона при действии длительной нагрузки вследствие ползучести бетона в сжатой зоне, по аналогии с расчетом конструкций из обычного тяжелого бетона, учитывается введением в формулу по определению кривизны (1/г) эмпирического коэффициента V, характеризующего упругопластическое состояние бетона сжатой зоны [1].
Согласно существующим нормативным документам, коэффициент V для изгибаемых конструкций из ячеистого бетона при длительном действии нагрузки (независимо от ее величины) принимается равным при
влажности воздуха окружающей среды 40—75% — 0,2, а ниже 40% - 0,1.
По сведениям Е.С. Силаенкова [2, 3], М.А. Газиева и Ф.И. Клещева [4], при эксплуатации процесс карбонизации автоклавных ячеистых бетонов происходит не только в наружных стеновых конструкциях, но и в плитах покрытия, что, безусловно, определяет необходимость учета данного фактора (наряду с относительной влажностью окружающего воздуха) при расчете длительной деформа-тивности ячеисто-бетонных изгибаемых конструкций.
Влияние карбонизации ячеистого бетона на величину длительных прогибов изгибаемых элементов при воздействии атмосферной углекислоты может быть учтено соответствующей корректировкой данного коэффициента.
■ ■■■','J'.-: i ^ ■ i Г;-' научно-технический и производственный журнал ® сентябрь 2016
М, кНМ
М, кНМ
М, кНМ
5 10 15 20 ^ мм 0 200 400 600 £в105 0 200 400 £5105
Рис. 1. Пружинные установки для длительного Рис. 2. Прогибы (а), относительные деформации сжатой зоны бетона (б) и растянутой арма-испытания армированных ячеисто-бетонных туры (в) опытных балок при кратковременном нагружении: 1 - карбонизированные балки;
балок размерами 10x16x180 см
2 - некарбонизированные балки
Задачей исследований, приведенных в данной статье, являлось уточнение значения коэффициента V при расчете длительных прогибов изгибаемых конструкций из автоклавного ячеистого бетона (газозолобетона) с учетом фактора естественной карбонизации. Для этого были проведены длительные испытания 24 армированных изгибаемых балок, изготовленных в заводских условиях из автоклавного газозолобетона плотностью 700 кг/м3, класса В3,5, модулем упругости Е=2500 МПа и размерами 10x16x180 см.
Балки армировались в растянутой зоне одиночной арматурой диаметром 6 мм (ц=0,177%) класса А-Ш с фактическим пределом текучести о =497 МПа и модулем упругости Е,= 188403 МПа. Расстояние от оси стержня до нижней грани балки составляло 3 см.
Одновременно с армированными балками для определения физико-механических свойств и значений характеристик ползучести газозолобетона заливались блоки размерами 40x40x16 см, из которых выпиливали кубы и призмы размерами 10x10x10 и 10x10x40 см.
Опыт проводился на двух сериях балок — некарбони-зированных и карбонизированных. Карбонизация армированных балок и образцов для определения физико-механических свойств и деформаций ползучести газозолобетона осуществлялась 10%-м углекислым газом по методике [5].
Испытания газозолобетонных армированных балок на кратковременную и длительную нагрузки производилось в пружинных установках, показанных на рис. 1. Как кратковременное, так и длительное нагружение и выдерживание балок под нагрузкой осуществлялось по схеме балки на двух опорах (пролет 160 см), нагруженной двумя сосредоточенными равными силами в четвертях пролета.
При кратковременных и длительных испытаниях балок измерялись в зоне чистого изгиба деформации растянутой арматуры, бетона сжатой грани и боковой грани в различных уровнях по высоте, а также прогибы в середине пролета.
Деформации арматуры и бетона измерялись индикаторами часового типа с ценой деления 0,001 мм соответственно на базе 350 и 200 мм, а для измерения прогиба использовались индикаторы с ценой деления 0,01 мм.
Для определения величины кратковременной разрушающей нагрузки испытывали по 6 балок из каждой серии. Средняя разрушающая нагрузка для некарбони-зированных и карбонизированных балок составила соответственно 9 и 8,5 кН.
Разрушение балок произошло от достижения растянутой арматурой предела текучести, что определено по замерам деформаций арматуры. По-видимому, это послужило причиной того, что карбонизация газозолобе-тона мало сказалась на несущей способности балок.
Жесткость карбонизированных балок при кратковременном действии нагрузки уменьшается. Как видно из рис. 2, а, на всех этапах загружения прогиб карбонизированных балок превышает прогиб некарбонизиро-ванных на 50—60%. Увеличение прогибов карбонизированных балок связано с ростом деформаций бетона сжатой зоны. Так, при практически равных величинах относительных деформаций растянутой арматуры (разница составляет 5—10%) относительные деформации бетона крайней сжатой грани карбонизированных балок превышают те же деформации некарбонизиро-ванных балок в 1,5—3,3 раза в зависимости от величины нагрузки (рис. 2, б).
Длительное загружение образцов производилось нагрузкой, равной 0,3 от разрушающей, определенной на некарбонизированных балках. Для чистоты эксперимента балки I и II серии (по шесть балок в каждой серии) испытывались в гидроизолированном состоянии при 10%-й влажности бетона по массе. Поэтому наблюдения за образованием и развитием трещин не проводилось.
Параллельно с загружением балок, с учетом и без учета карбонизации для получения данных о характеристике ползучести ячеистого бетона для исследования брали по шесть газозолобетонных призм размерами 10x10x40 см. Эти призмы, так же как и балки, были гидроизолированы при влажности бетона 10% по массе и испытывались при уровне напряжения, равном 0,3 призменной прочности некарбонизированного бетона.
Длительные испытания газозолобетонных балок и призм производились в помещении, где температура в течение всего периода проведения опытов колебалась от 19 до 22оС, а относительная влажность воздуха — от 65 до 75%.
В табл. 1 приведены средние опытные значения характеристик ползучести ф(?) карбонизированных и не-карбонизированных газозолобетонных призм.
По результатам длительных испытаний при изгибе газозолобетонных балок были построены графики изменения во времени средних относительных деформаций растянутой арматуры (£ж), бетона сжатой зоны (еЬс) и высоты сжатой зоны опытных балок (рис. 3).
Как видно из рис. 3, а — средние относительные деформации сжатого бетона и растянутой арматуры для некарбонизированных балок развиваются практически с одинаковой интенсивностью.
В карбонизированных балках (рис. 3, б) средние относительные деформации растянутой арматуры растут во времени с меньшей интенсивностью, чем относительные деформации крайнего волокна сжатой зоны. Имеет место существенное увеличение высоты сжатой зоны в сравнении с некарбонизированными балками.
0
Таблица 1
Вид бетона Длительность действия нагрузки, сут
0 3 10 30 60 90 120 150 180
Карбонизированный 0 0,43 0,81 1,29 1,51 1,61 1,71 1,79 1,84
Длительность действия нагрузки, сут
240 300 360 420 480 540 600 660 720
1,92 2 2,05 2,11 2,13 2,15 2,19 2,22 2,23
Некарбонизированный Длительность действия нагрузки, сут
0 3 10 30 60 90 120 150 180
0 0,16 0,24 0,39 0,48 0,55 0,57 0,61 0,63
Длительность действия нагрузки, сут
240 300 360 420 480 540 600 660 720
0,65 0,67 0,69 0,72 0,73 0,74 0,75 0,76 0,77
зоны балок: а - некарбонизированные балки; б - карбонизированные балки
Влияние карбонизации ячеистого бетона на величину прогибов балок в большей степени проявляется при действии длительной нагрузки (рис. 4). За 720 сут испытаний приращение прогибов для карбонизированных балок составило 6,38 мм, а для некарбонизирован-ных — 1,17 мм (начальные точки опытных кривых на рис. 4 представляют прогибы при кратковременном действии испытательной нагрузки). Таким образом, длительные прогибы балок, карбонизированных под воздействием 10%-го углекислого газа, в 5,45 раза превышают прогибы некарбонизированных балок.
Существуют методы определения расчетных прогибов изгибаемых конструкций из тяжелых бетонов обычного твердения при длительном действии нагрузки, разработанные И.Е. Прокоповичем [6] на основе теории упругоползучего тела, а также И.И. Улицким [7] и Г.Д. Вишневецким [8] на основе теории старения. При этом в расчетных формулах этих методов жесткость или кривизна изгибаемых элементов при длительном действии нагрузки связывается с характеристикой или мерой ползучести бетона, полученными на бетонных призмах. Такой подход дает возможность использовать расчетные формулы также для определения длительных прогибов изгибаемых элементов из автоклавного ячеистого бетона с учетом фактора карбонизации.
Исследования деформирования автоклавных ячеистых бетонов под нагрузкой свидетельствуют о том, что величины пластических деформаций у этих бетонов весьма незначительны и не превышают 6—10% от величины полных деформаций даже при разрушающих нагрузках [1, 9, 10].
Аналогичные данные получены Ю.С. Коневым и В.А. Пинскером [11, 12] при кратковременных испытаниях газобетонных изгибаемых элементов. Они показали, что эпюра напряжений в сжатой зоне бетона имеет треугольное очертание вплоть до разрушения конструкций.
Исходя из этого предпочтительнее при определении длительных расчетных прогибов изгибаемых конструкций из автоклавного ячеистого бетона пользоваться методом Улицкого [7], так как в нем в отличие от методов [6] и [8] принимается треугольная эпюра напряжений в сжатой зоне бетона.
Кроме того, хотя известно, что теория старения при переменных нагрузках (когда имеются случаи разгрузок) приводит к значительным погрешностям и что в этом последнем случае лучше пользоваться теорией упругоползучего тела, при постоянных нагрузках (собственный вес и значительная постоянная нагрузка) можно использовать теорию старения.
Применение в нашем случае метода И.Е. Проко-повича [6], основанного на более сложной теории упру-
f, мм
Рис. 4. Сравнение полных опытных и теоретических длительных прогибов для балок: опытные (1) и теоретические (2) кривые полных прогибов для карбонизированных балок; опытные (3) и теоретические (4) кривые полных прогибов для некарбонизированных балок: 1, 2 - соответственно опытные и теоретические кривые полных прогибов для карбонизированных балок; 3, 4 - то же для некарбонизированных балок
■ '■■Ч'.-: > Л ■ Г;-' научно-технический и производственный журнал ® сентябрь 2016
Таблица 2
Длительность действия нагрузки, сут Значения прогибов в середине балки, мм
Карбонизированные балки Некарбонизированные балки
Средние опытные Теоретические Отклонения, % Средние опытные Теоретические Отклонения, %
0 7,08 6,3 -11,02 3,5 3,87 9,56
3 8,59 7,36 -14,44 3,79 4,12 8,01
10 9,21 8,34 -9,4 3,93 4,23 7,09
30 9,76 9,85 0,9 4,05 4,46 9,19
60 10,34 10,52 1,71 4,14 4,59 9,15
90 10,78 10,84 0,55 4,19 4,68 10,47
120 10,99 11,1 1,52 4,22 4,72 10,69
150 11,32 11,41 0,79 4,25 4,77 10,9
180 11,62 11,55 -0,6 4,28 4,8 10,83
240 11,84 11,8 -0,34 4,33 4,83 10,35
300 12,14 12,05 -0,74 4,45 4,86 8,44
360 12,4 12,21 -0,57 4,52 4,89 7,57
420 12,5 12,4 -0,8 4,57 4,93 7,3
480 12,69 12,46 -1,81 4,61 4,95 6,87
540 12,88 12,53 -2,72 4,63 4,96 6,65
600 13,24 12,64 -4,53 4,65 4,98 6,63
660 13,22 12,86 -3,45 4,66 4,99 6,61
720 13,46 12,89 -4,24 4,67 5 6,6
гоползучего тела, затруднено еще и тем, что отсутствует ряд коэффициентов, характеризующих особенности ячеистого бетона, которые входят в расчетные формулы этого метода.
В методе Улицкого [7], учитывающем изменение во времени напряжений в бетоне и арматуре, высоты сжатой зоны бетона и плеча внутренней пары, жесткости изгибаемых элементов определяются следующим образом.
Жесткость при кратковременном действии нагрузки вычисляется из выражения:
о
Во = (Ло_ *о),
причем го = И.0— 0,33*0;
хо = (о К
Величина £о определяется по формуле:
В формулах (1)—(4):
а =
Е,.
(1) (2) (3)
(4)
(5)
(6) (7)
В(0=^Л*(0[Ьо-*(0], (8)
причем z(t) = ^ - 0,33х(?); (9)
х(() = ^ )ho. (10) Величина ) определяется из уравнения:
С?«) - (4 С - ) + (3С + В)Ы) - О = 0, (11)
где:
с=
D = щ й[2 + ф(г)];
1
1
Щ V,, ' Еь'
(12)
(13)
(14)
Еь'
* Ыю,
где ^ - площадь поперечного сечения растянутой арматуры; Е, - модуль упругости арматуры; Еь - модуль упругости бетона; Ь - ширина сжатой зоны бетона;
- рабочая высота поперечного сечения; х0 - высота сжатой зоны бетона в сечении с трещиной; \|/л0 - коэффициент, учитывающий влияние бетона растянутой зоны при кратковременном загружении.
Жесткость при длительном действии нагрузки, т. е. жесткость в любой момент времени t после загружения, определяется из выражения:
где Ух» - коэффициент, учитывающий влияние бетона растянутой зоны при длительном действии нагрузки; ф^) - характеристика ползучести бетона, полученная при испытании бетонных призм.
Пользуясь выражением (8), можно по формулам строительной механики определить величину прогиба ячеисто-бетонных элементов в любой момент времени при длительном действии нагрузки.
В табл. 2 и на рис. 4 приведено сравнение средних значений опытных прогибов с теоретическими, вычисленными по методу Улицкого.
С учетом схемы загружения балок (балка на двух опорах, нагруженная двумя равными силами F в четвертях пролета) максимальные прогибы при кратковременном загружении вычислялись по формуле:
,з
/о =
И F-13
(15)
384 В0 '
где В0 - жесткость элемента при кратковременном действии нагрузки; I - расчетный пролет изгибаемого элемента; F - величина каждого из двух сосредоточенных сил, приложенных в четвертях пролета.
Максимальные значения теоретических прогибов при длительном действии нагрузки определялись по формуле:
Fl\ 5 \ч14 4l4! (16)
т 384 'т 384^ B(t) Во ' ( )
где B(t ) — жесткость элемента при длительном действии нагрузки; q — величина равномерной нагрузки от собственного веса балки.
При определении B(t ) для некарбонизированных и карбонизированных балок в формулах (12) и (13) использовали опытные значения характеристик ползучести ф^) газозолобетонных призм, приведенные в табл. 1.
Прогибы балок вычислялись при следующих исходных данных:
а) для некарбонизированных балок:
b = 10 см; ho = 13 см; As = 0,283 см2;
Es = 1,88-105 МПа; Еь = 2500 МПа; = = 1;
а0 = at = 75,2; l = 160 см; F= 1,45 кН;' q = 0,188 кН/м;
б) для балок, карбонизированных 10%-м углекислым газом, Еь = 1000 МПа; а0 = at = 188; q = 0,214 кН/м (плотность бетона при карбонизации увеличивается).
Как следует из табл. 2 и рис. 4, совпадение опытных и теоретических данных по прогибам ячеистобетонных балок без учета и с учетом фактора карбонизации бетона 10%-м углекислым газом оказалось хорошим.
Так, опытные значения прогибов непосредственно после загрузки для некарбонизированных балок превышают теоретические на 11,02%, а для карбонизированных балок меньше теоретических на 9,56%. Наибольшее отклонение между опытными прогибами при длительном загружении и теоретическими значениями прогибов для некарбонизированных и карбонизированных балок составило соответственно 10,9 и 14,44%.
Таким образом, прогибы армированных балок при длительном действии нагрузки, вычисленные по методу Улицкого с использованием опытных значений характеристик ползучести ячеистого бетона, без и с учетом его карбонизации под воздействием 10%-го углекислого газа, полученных на бетонных призмах размерами 10x10x40 см, хорошо согласуются с опытными значениями прогибов некарбонизированных и карбонизированных армированных балок. Это свидетельствует о том, что можно пользоваться расчетными формулами Улицкого для определения предельных прогибов ячеи-сто-бетонных армированных балок с учетом их естественной карбонизации, если известны предельные значения характеристик ползучести ячеистого бетона, полученные на бетонных призмах.
На базе нормативных значений предельной меры ползучести автоклавных ячеистых бетонов, рекомендованных проф. С.В. Александровским [13] для использования при расчете длительных деформаций ячеисто-бетонных конструкций, а также на основе ранее полученных авторами экспериментальных данных по исследованию деформации ползучести автоклавного газозолобетона при длительности наблюдения более 2000 сут были получены предельные значения характеристик ползучести ф(то) для газозолобетона класса В3,5 без учета и с учетом фактора естественной карбонизации, которые оказались равными 1,6 и 3,8 соответственно.
С учетом этих предельных значений характеристик ползучести определим по формулам (12) и (13) коэффициенты Си D, а затем по формуле (8) — предельные значения жесткостей балок.
Предельно возможные значения полных прогибов балок при длительной нагрузке без и с учетом их естественной карбонизации, вычисленные по формуле (16),
получились равными соответственно 0,65 и 1,12 см. Значения кривизны (1/г), соответствующие этим прогибам, определяли из известной формулы:
/и=т/фг2, (17)
где mf — коэффициент, зависящий от характера загру-жения.
Вычисленные по формуле (17) предельные значения кривизны для некарбонизированных балок и балок, карбонизированных углекислотой атмосферной концентрации, равны 22,07-10-5 и 37,9^10-5 соответственно.
Из формулы (8.142) СП 63.13330.2012 (Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения. Актуализированная редакция СНиП 52-01—2003) для определения величины кривизны железобетонных элементов на участках с трещинами в растянутой зоне находим соответствующие этим величинам значения коэффициента V. При этом призменная прочность Rb и модуль упругости Еь для газозолобетона плотностью 700 кг/м3, карбонизированного атмосферной углекислотой, согласно проведенным опытам, принимались соответственно равными 3,4 и 1920 МПа. Расчеты показали, что значение коэффициента V для некарбонизированных балок равно 0,19, а для балок, карбонизированных атмосферной углекислотой, — 0,1.
Прогибы в опытах определяли на балках при влажности газозолобетона, равной 10 мас. %. Эта влажность соответствовала условиям эксплуатации изгибаемых ячеисто-бетонных конструкций при относительной влажности воздуха окружающей среды выше 40%.
Таким образом, полученные значения коэффициента V, учитывающего влияние ползучести ячеистого бетона на длительные деформации изгибаемых элементов, для некарбонизированных армированных балок из газозолобетона незначительно (в пределах 5%) отличаются от численного значения V, равного 0,2, рекомендуемого в нормативных документах, при влажности воздуха окружающей среды 40—75%. Что же касается газозолобетонных армированных балок, карбонизированных атмосферной углекислотой, то для них величина V составляет 0,1.
Выводы.
На основе проведенных экспериментальных и теоретических исследований по изучению влияния фактора карбонизации на длительную деформативность изгибаемых железобетонных элементов из автоклавного ячеистого бетона могут быть сделаны следующие выводы.
1. При длительном действии нагрузки в некарбонизированных ячеисто-бетонных изгибаемых элементах средние значения относительных деформаций сжатого бетона и растянутой арматуры развиваются с одинаковой интенсивностью. В то же время в карбонизированных изгибаемых элементах средние относительные деформации крайнего волокна сжатой зоны растут во времени с большей интенсивностью, чем деформации растянутой арматуры. Имеет место существенное увеличение высоты сжатой зоны в сравнении с некарбони-зированными элементами. Это свидетельствует о том, что в карбонизированных изгибаемых элементах увеличение длительного прогиба связано в основном с большей ползучестью ячеистого бетона сжатой зоны.
2. Влияние карбонизации автоклавного ячеистого бетона на величину прогибов балок в большей степени проявляется при действии длительной нагрузки. За 720 сут испытаний приращение прогибов для карбонизированных балок составило 6,38 мм, а для некарбонизированных балок — 1,17 мм.
3. Опытные значения прогибов ячеисто-бетонных изгибаемых элементов (в момент загружения и в после-
■ '■■Ч'.- : i Л ■ i Г;-' научно-технический и производственный журнал ® сентябрь 2016
дующие сроки после загружения) с учетом и без учета фактора карбонизации хорошо согласуются с расчетными прогибами, вычисленными в предположении треугольной эпюры напряжения в сжатой зоне по методу, предложенному И.И. Улицким.
4. В целях повышения долговечности изгибаемых ячеисто-бетонных конструкций рекомендуется учесть влияние фактора естественной карбонизации при расчете длительной деформативности путем принятия значения коэффициента v, характеризующего упругопла-стическое состояние (ползучесть) бетона сжатой зоны, равным 0,1 вместо 0,2, при относительной влажности окружающей среды 40—75%.
5. При проектировании изгибаемых конструкций из автоклавного ячеистого бетона необходимо учитывать возможное увеличение их деформаций в процессе эксплуатации от воздействия естественной карбонизации, снизить которые можно путем дополнительного армирования сжатой зоны изгибаемого элемента или же за счет использования преднапряженного армирования в растянутой зоне.
Список литературы
1. Макаричев В.В., Милейковская К.М. Исследование армированных конструкций из ячеистых бетонов. М.: Госстройиздат, 1963. 99 с.
2. Силаенков Е.С. Долговечность изделий из ячеистых бетонов. М.: Стройиздат, 1986. 176 с.
3. Силаенков Е.С., Батаев Д.К.-С., Мажиев Х.Н., Газиев М.А. Повышение долговечности конструкций и изделий из мелкозернистых ячеистых бетонов при эксплуатационных воздействиях. Грозный: [б.и.], 2015. 355 с.
4. Газиев М.А., Клещев Ф.И. Опыт длительной эксплуатации совмещенных покрытий из ячеисто-бетон-ных плит в городе Свердловске. В кн.: Производство и применение ячеистых бетонов в жилищно-граж-данском строительстве. Л. 1986. С. 56—59.
5. Газиев М.А. Методика определения деформаций ползучести автоклавных ячеистых бетонов с учетом их старения от действия углекислого газа. В кн.: Долговечность конструкций из автоклавных бетонов. Таллин, 1984. Ч. I. С. 167-169.
6. Прокопович И.Е., Зедгенидзе В.А. Прикладная теория ползучести. М.: Стройиздат, 1980. 210 с.
7. Улицкий И.И. Теория и расчет железобетонных стержневых конструкций с учетом длительных процессов. Киев: Буддвельник, 1967. 346 с.
8. Вишневецкий Г.Д. Основы расчета элементов конструкций на ползучесть. Л.: ЛИСИ, 1980. 82 с.
9. Калнайс А.А., Тетерс Г.А., Шкербелис К.К. Исследование прочности и деформативности конструктивного газобетона. В кн.: Исследования по бетону и железобетону. Рига, 1959. Вып. 4. С. 243-261.
10. Макаричев В.В., Трамбовецкий В.П. К вопросу о прочности ячеистого бетона. В кн.: Ячеистые бетоны. Л., 1968. Вып. 1. С. 43-52.
11. Конев Ю.С., Пинскер В.А. Деформативные особенности газобетонных изгибаемых элементов при кратковременном нагружении. В кн.: Ячеистые бетоны. Л., 1971. Вып. 4. С. 46-49.
12. Конев Ю.С. Исследование деформативных свойств изгибаемых конструкций из газобетона. Дисс... канд. техн. наук. Л. 1972. 23 с.
13. Александровский С.В. Нормирование ползучести ячеистых бетонов. В кн.: Индустриальные конструкции из ячеистых бетонов и технология их изготовления. М.: НИИЖБ, 1979. С. 130-141.
References
1. Makarichev V.V., Mileikovskaya K.M. Issledovanie armirovannykh konstruktsii iz yacheistykh betonov [The study reinforced structures of cellular concrete]. Moscow: Gosstroyizdat. 1963. 99 p.
2. Silaenkov E.S. Dolgovechnost' izdelii iz yacheistykh betonov [Durability of products from cellular concrete]. Moscow: Stroyizdat. 1986. 176 p.
3. Silaenkov E.S., Bataev D.K.-S., Mazhiev Kh.N., Gaziev M.A. Povyshenie dolgovechnosti konstruktsii i izdelii iz melkozernistykh yacheistykh betonov pri ekspluatatsionnykh vozdeistviyakh [Increasing the durability of structures and products from fine-grained porous concrete with performance impacts]. Grozniy. 2015. 355 p.
4. Gaziev M.A., Kleshchev F.I. Opyt dlitel'noi ekspluatatsii sovmeshchennykh pokrytii iz yacheistobetonnykh plit v gorode Sverdlovske. V kn.: Proizvodstvo i primenenie yacheistykh betonov v zhilishchno-grazhdanskom stroitel'stve [Experience of prolonged use of combined coatings of porous concrete slabs in the city of Sverdlovsk. In the book: The production and use of cellular concrete in housing and civil construction]. Leningrad. 1986, pp. 56-59.
5. Gaziev M.A. Metodika opredeleniya deformatsii polzuchesti avtoklavnykh yacheistykh betonov s uchetom ikh stareniya ot deistviya uglekislogo gaza. V kn.: Dolgovechnost' konstruktsii iz avtoklavnykh betonov [Method for determining creep strain autoclaved aerated concrete in view of their aging from the effects of carbon dioxide. In the book: The durability of structures made of autoclaved concrete]. Tallin. 1984. Part I, pp. 167-169.
6. Prokopovich I.E., Zedgenidze V.A. Prikladnaya teoriya polzuchesti [Applied theory of creep]. Moscow: Stroyizdat. 1980. 210 p.
7. Ulitskiy I.I. Teoriya i raschet zhelezobetonnykh sterzhnevykh konstruktsii s uchetom dlitel'nykh protsessov [Theory and calculation of reinforced concrete beam structures, taking into account long-term processes]. Kiev: Budivel'nik. 1967. 346 p.
8. Vishnevetskii G.D. Osnovy rascheta elementov konstruktsii na polzuchest' [Bases for design of structural elements creep]. Leningrad: LISI. 1980. 82 p.
9. Kalnais A.A., Teters G.A., Shkerbelis K.K. Issledovanie prochnosti i deformativnosti konstruktivnogo gazobe-tona. V kn.: Issledovaniya po betonu i zhelezobetonu [Investigation of strength and deformability constructive aerated. In the book: Studies on concrete and reinforced concrete]. Riga. 1959. Vol. 4, pp. 243-261.
10. Makarichev V.V., Trambovetskii V.P. K voprosu o prochnosti yacheistogo betona. V kn.: Yacheistye betony [On the issue of cellular concrete strength. In the book: Cellular concrete]. Leningrad. 1968. Vol. 1, pp. 43-52.
11. Konev Yu.S., Pinsker V.A. Deformativnye osobennosti gazobetonnykh izgibaemykh elementov pri kratko-vremennom nagruzhenii. V kn.: Yacheistye betony [Deformability especially aerated concrete bent elements with short-term loading. In the book: Cellular concrete]. Leningrad. 1971. Vol. 4, pp. 46-49.
12. Konev Yu.S. The study of deformation properties of flexible structures made of aerated concrete. Cand. Diss. (Engineering). Leningrad. 1972. 23 p.
13. Aleksandrovskiy S.V. Normirovanie polzuchesti yacheistykh betonov. V kn.: Industrial'nye konstruktsii iz yacheistykh betonov i tekhnologiya ikh izgotovleniya [Rationing creep of cellular concrete. In the book: The industrial structure of cellular concrete and the technology of their production]. Moscow: NIIZhB. 1979, pp. 130-141.
научно-технический и производственный журнал f -л-jj, f ^дjjijJJljlrf
сентябрь 2016 Vj! ®
